何思凡， 劉 晨， 李 楠， 楊首恩

(1. 東方電氣集團東方鍋爐股份有限公司， 四川自貢 643001； 2. 機械工業(yè)高溫高壓材料與焊接工程實驗室， 四川自貢 643001)

為了實現(xiàn)熱力轉(zhuǎn)化的高效率化，提高蒸汽溫度及壓力是電站鍋爐的發(fā)展趨勢。鍋爐蒸汽參數(shù)在不斷提高，對鍋爐材料性能的要求也在不斷提升。這不但要求鍋爐材料具有良好的高溫強度及高溫耐腐蝕性，而且要求其經(jīng)過長時間服役后仍具有良好的金屬組織穩(wěn)定性、蠕變斷裂延展性及耐蠕變疲勞特征。奧氏體耐熱鋼具有良好的高溫強度及高溫耐腐蝕性，在我國超臨界、超超臨界機組中得到大量應(yīng)用。采用鋼管內(nèi)壁噴丸處理是改善奧氏體耐熱鋼內(nèi)壁抗氧化性能的主流措施之一。噴丸鋼管在超臨界、超超臨界鍋爐過熱器和再熱器系統(tǒng)上得到廣泛應(yīng)用[1]。鋼管內(nèi)壁噴丸處理是將高速彈丸噴向鋼管內(nèi)壁表面，使其表層在彈丸的射擊下發(fā)生塑性變形而強化，形成一定厚度的噴丸硬化層，硬化層經(jīng)多次循環(huán)塑性變形發(fā)生晶粒破碎、晶格歪曲、高密度位錯、奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體等變化。同時，噴丸層會促進Cr擴散，從而使管壁內(nèi)表面在機組運行初期就形成一層結(jié)構(gòu)致密的Cr2O3保護膜[2-5]。

在原材料管生產(chǎn)時進行噴丸處理，管子的內(nèi)壁噴丸層在經(jīng)歷了制造過程中的若干工序(如冷/熱彎管加工、焊后熱處理等過程)后，其抗氧化性能是否會發(fā)生明顯弱化，關(guān)于此的報道較少。筆者通過對S30432噴丸鋼管進行不同溫度條件下的熱處理，并在一定時間內(nèi)進行模擬運行工況下的抗蒸汽氧化試驗研究，以確定在經(jīng)歷熱處理后，溫度對奧氏體鋼噴丸層蒸汽氧化行為的影響，以期為奧氏體鋼噴丸鋼管焊后熱處理等提供技術(shù)支持。

1 試驗材料及方法

試驗材料為內(nèi)壁噴丸處理的S30432鋼管，規(guī)格為Φ51×4(外徑為51 mm、壁厚為4 mm)，其理化性能滿足ASME SA-213M—2021 《鍋爐、過熱器和換熱器用無縫鐵素體和奧氏體合金鋼管子》的要求。對試驗材料取環(huán)狀樣品在5種不同狀態(tài)下進行模擬焊后熱處理試驗，樣品隨爐加熱，其熱處理溫度分別為650 ℃、700 ℃、730 ℃、760 ℃、800 ℃，之后保溫1.5 h，爐冷至300 ℃以下后出爐空冷。未經(jīng)熱處理的管段為1號試樣，熱處理溫度分別為650 ℃、700 ℃、730 ℃、760 ℃、800 ℃的管段為2號、3號、4號、5號、6號試樣。

高溫蒸汽氧化試驗用試樣按圖1進行加工，試樣尺寸為14 mm×11 mm×2 mm。

圖1 試樣切割示意圖

高溫蒸汽氧化試驗溫度為620 ℃，試驗裝置見圖2。該裝置有1臺蒸汽發(fā)生器，可以控制氣氛中蒸汽的相對含量。試驗時，首先將試樣于常溫懸掛至爐管的恒溫區(qū)，然后將管式爐抽真空，隨后通入蒸汽、氬氣的體積分數(shù)分別為90%、10%的混合氣體，并加熱至指定的溫度。試驗過程中保持氣體體積流量為0.5 mL/min，蒸汽氧化試驗共進行2 000 h。試驗中，分別在氧化100 h、500 h、1 000 h、1 500 h、2 000 h時取出3個試樣，對試樣氧化膜厚度進行測量。

圖2 高溫蒸汽氧化裝置

2 試驗結(jié)果分析

分別采用光學(xué)顯微鏡、X射線衍射儀、掃描電鏡及能譜儀對試驗材料內(nèi)壁噴丸層及氧化膜進行檢測分析。

2.1 氧化動力學(xué)分析

圖3為不同熱處理狀態(tài)下S30432噴丸鋼管試樣在620 ℃蒸汽中噴丸層氧化動力學(xué)曲線，氧化動力學(xué)曲線接近拋物線規(guī)律。在2 000 h內(nèi)，試樣表面大部分區(qū)域形成了很薄的氧化物，只在局部形成了較厚的島狀氧化物(見圖4中箭頭處)，因此無法準確測得氧化膜厚度與時間的關(guān)系，僅測得局部島狀氧化物厚度與時間的關(guān)系。

圖3 噴丸層氧化動力學(xué)曲線

圖4 橫截面氧化膜的形貌

表1為噴丸層氧化動力學(xué)方程擬合結(jié)果，其中：y為氧化膜增厚，μm；t為氧化時間，h。

表1 擬合的氧化動力學(xué)方程

氧化試驗結(jié)果表明：對于不同熱處理狀態(tài)的S30432噴丸鋼管試樣，噴丸層氧化膜厚度隨氧化時間的延長而逐漸增加，熱處理溫度對氧化膜厚度無顯著影響。無論是未經(jīng)熱處理的試樣，還是熱處理溫度達760 ℃或800 ℃的試樣，其氧化膜厚度差別不大，都非常薄，并且處于同一數(shù)量級。這說明不同熱處理溫度對試樣噴丸層的氧化性能無明顯影響。

2.2 氧化層的相結(jié)構(gòu)分析

圖5為不同熱處理狀態(tài)下S30432鋼管噴丸層表面在620 ℃蒸汽中，不同試驗時間的X射線衍射能譜圖，其中：Substrate為基體，Martensite為馬氏體。噴丸層表面主要由Cr2O3、(Fe，Cr)3O4、(Fe，Cr)2O3及少量Fe3O4組成。

圖5 試樣噴丸層表面的X射線衍射能譜圖

2.3 噴丸層硬度

圖6、圖7分別是在不同熱處理狀態(tài)下，高溫蒸汽氧化試驗前、經(jīng)過1 000 h及2 000 h蒸汽氧化試驗后，試樣的噴丸層顯微硬度的變化及噴丸層與母材的硬度對比。

圖6 噴丸層顯微硬度的變化

圖7 噴丸層與母材的硬度對比

由圖6及圖7可得：隨著熱處理溫度的不斷升高，噴丸層顯微硬度持續(xù)下降，噴丸層和母材的硬度差逐漸縮小，在730 ℃熱處理后的硬度差<100HV0.2，試樣的噴丸層和母材的硬度差達不到DL/T 1603—2016 《奧氏體不銹鋼鍋爐管內(nèi)壁噴丸層質(zhì)量檢驗及驗收技術(shù)條件》的要求(不小于100HV)，但噴丸層硬度仍在260HV0.2以上。噴丸層的抗氧化性能仍較好。

2.4 Cr的分布規(guī)律

圖8為噴丸層及母材基體經(jīng)過2 000 h試驗后，Cr質(zhì)量分數(shù)分布的能譜分析結(jié)果。

圖8 噴丸層及母材基體Cr質(zhì)量分數(shù)的分布

由圖8可得：對于未經(jīng)熱處理及在650～760 ℃內(nèi)熱處理的試樣，噴丸層及母材基體的Cr含量基本相同，各試樣內(nèi)壁噴丸層仍保持良好的向外表面輸送Cr的能力；在約800 ℃時，內(nèi)壁噴丸層碎化晶層的Cr含量下降明顯，已低于母材基體的Cr含量，表明內(nèi)壁噴丸層的形變組織發(fā)生不同程度的退化，滑移帶和滑移系統(tǒng)數(shù)量減少，向外表面輸送Cr的能力降低。

2.5 噴丸層的微觀形貌

圖9為不同熱處理狀態(tài)下S30432噴丸鋼管試樣的噴丸層在620 ℃蒸汽中經(jīng)過2 000 h試驗后的微觀組織形貌特征。不同熱處理溫度試樣的噴丸層還存在，噴丸層內(nèi)碎化層深度及組織形貌與未經(jīng)熱處理的試樣基本相同，晶粒大小基本未變。

圖9 噴丸層的微觀組織形貌

3 長期服役噴丸鋼管的檢測

圖10為噴丸處理后的超超臨界鍋爐高溫再熱器管在不同服役時間后的內(nèi)壁氧化膜橫截面形貌及噴丸層的顯微硬度。再熱器管屏經(jīng)過焊后熱處理工序。管內(nèi)表層微觀組織形貌與原管組織有較大差異，內(nèi)壁存在明顯的噴丸層，噴丸層區(qū)域顯微硬度比基體至少高60HV0.2，內(nèi)壁氧化膜非常薄，厚度小于5 μm。這些長期服役的S30432噴丸鋼管說明鍋爐高溫受熱面部件經(jīng)過730～760 ℃的焊后熱處理工藝，不會降低奧氏體不銹鋼噴丸鋼管的抗氧化性能，并且能滿足奧氏體耐熱鋼噴丸鋼管長期安全服役的要求。

圖10 S30432噴丸鋼管服役后的氧化膜形貌及顯微硬度

4 結(jié)語

通過對不同熱處理狀態(tài)下S30432噴丸鋼管在620 ℃蒸汽氧化試驗進行分析，得出以下結(jié)論：

(1) 未經(jīng)熱處理及不同熱處理狀態(tài)的S30432噴丸鋼管在620 ℃蒸汽中的氧化動力學(xué)曲線接近拋物線規(guī)律；表面氧化膜厚度非常薄，其氧化膜物相主要由Cr2O3、(Fe,Cr)3O4、(Fe,Cr)2O3富Cr相及少量Fe3O4組成。

(2) 650～760 ℃內(nèi)的熱處理對S30432鋼管噴丸層高溫蒸汽氧化行為無明顯影響。

(3) 鍋爐高溫受熱面管屏部件經(jīng)過730～760 ℃的熱處理工藝，不會降低奧氏體耐熱鋼噴丸鋼管的抗氧化腐蝕能力，并且能滿足奧氏體耐熱鋼噴丸鋼管長期安全服役的要求。